1. 서 론

철근콘크리트 구조물은 다양한 부식 환경에 노출되어 철근 부식, 콘크리트 중성화 등으로 인해 철근콘크리트 구조물의 수명을 단축시킨다. 그중 구조물의 수명을 단축시키는 주요한 원인은 철근 부식인 것으로 파악된다^{(Park 2017)}. 이러한 문제점을 해결하기 위해 철근의 대체재로 부식에 강하고 고내구성 확보, 수명연장, 유지보수비 절감 등이 뛰어난 FRP 보강근에 대한 연구가 활발히 진행 중이다.

FRP(fiber reinforced polymer) 보강근은 미국, 일본, 캐나다 등을 중심으로 발전되어 왔다. FRP 보강근에 대한 설계기준은 기술 선진국인 미국의 American Concrete Institute(ACI), 캐나다의 Canadian Standards Association(CSA) 등이 있다. 국내의 경우 2017년에 KS F ISO 10406-1^{(KATS 2017)} FRP 콘크리트용 FRP 보강근 시험규준과 2019년에 FRP 보강근 구조설계지침^{(KCI 2019)}이 발간되었다. 그러나, 국내에서는 기술선진국에 비해 FRP 보강근에 대한 시험규준과 설계기준에 대한 연구가 부족한 실정이다.

국내에서는 하이브리드 FRP 보강근의 인장강도, 응력-변형률 거동, 탄성계수를 평가하기 위해 ACI 440K의 시험방법에 따라 인장시험을 수행하였고 ^{ASTM D4475(2021)}의 시험법에 따라 전단시험을 수행하였다. 그 결과 기존 사용 FRP 보강근보다 우수한 성능을 확인하였다^{(Park and Won 2003)}. ^{You et al.(2015)}는 중공형 GFRP 보강근의 제작하여 인장성능 시험을 통해 최적의 중공 면적 비율을 확인하였다. ^{Park (2017)}의 연구에 의하면 규사 코팅을 한 FRP 보강근의 부착 성능은 이형 철근에 비해 약 35 %의 부착강도가 증가함을 확인하였다. ^{Yun et al.(2022)}은 CFRP 그리드로 띠철근을 대체한 콘크리트 기둥의 강도 및 연성에 미치는 CFRP 그리드 횡보강 효과를 기존 문헌조사를 통해 확인한 결과 주근비 증가할 경우 연성을 증가시키는 효과가 있음을 확인하였다. ^{Hwang et al.(2017)}은 FRP 보강근이 배근된 RC보(reinforced concrete beam)의 반복하중에 대한 역학적 성능 평가를 수행하였다. ^{Yun et al.(2010)}은 AE(Acoustic emission) 기술을 적용하여 CFRP sheet로 보강한 철근콘크리트 보의 3점 재하 시험을 수행하였다. AE 기술을 통해 콘크리트의 초기균열, 주근의 항복, CFRP sheet의 파단, 박리에 대해 분석한 결과 AE 기술을 통해 철근콘크리트 보의 거동을 모니터링이 가능한 비파괴 방법임을 확인하였다. ^{Yun et al.(2008)}은 동결융해에 노출된 CFRP 판으로 전단보강된 철근콘크리트 보의 거동과 음향방출 특성을 AE 기술을 활용하여 평가한 결과 동결융해 환경에 노출된 철근콘크리트 보의 전단성능과 동결융해에 노출하지 않은 시험체가 대등하게 나타났다. ^{Jung et al.(2017)}은 FRP hybrid bar의 인장 거동을 예측한 결과 이형철근의 인장강도보다 개발한 FRP hybrid bar의 역학적 특성이 우수함을 확인하였다. ^{Jung et al.(2018)}은 FRP 하이브리드바와 이형철근의 부착 특성 시험을 통해 비교한 결과 이형철근의 경우 최대하중 이후 슬립이 발생하면서 하중이 급격히 감소하였으나 FRP 하이브리드바는 최대하중 이후 하중이 서서히 감소하였다. ^{Jang and Lee(2018)}는 경량콘크리트와 FRP 보강근의 부착 특성을 파악하기 위해 시험을 통해 확인하였다.

국내에는 FRP 보강근에 대한 시험규격과 설계기준이 미비하여 국외 설계기준인 ASTM, ACI 등을 참고로 역학적 특성 또는 성능시험을 수행하고 있다. 탄소보강근의 특성을 이해하고 개발 시제품의 역학적 특성 평가를 통해 높은 신뢰도를 얻는 것은 콘크리트 구조물의 설계, 품질보증 및 지속적인 활용하기에 중요한 요소이다.

이 연구에서는 탄소보강근을 철근 대체재로 사용하기 위해 성능 목표 인장강도 2,100 MPa, 탄성계수 150 GPa 이상의 탄소보강근을 개발하였다. 또한, 개발 시제품의 역학적 특성을 파악하기 위해 인장강도 시험, 압축강도 시험, 전단강도 시험을 수행하였다.

2. 탄소보강근 개요

FRP 보강근(rebar)의 제작방법으로는 인발성형(pultrusion) 방식과 브레이드트루전(braidtrusion) 방식이 있다. Fig. 1(a)는 인발성형방식으로 경제적이며 신속하게 일정한 단면을 가지는 부재를 생산 가능하다. 또한, 인발성형방식으로 생산되는 부재는 표면이 매끄럽게 생산되기 때문에 철근대체재로 사용하기 위해서는 기계로 홈을 파거나 표면에 돌기나 코팅을 하는 추가적인 공정이 필요하다. Fig. 1(b)는 브레이드트루전방식으로 공정이 복합하고 섬유함유율이 인발성형방식에 비해 낮으나 외부 돌기를 손쉽게 만들 수 있다.

이 연구에서 사용한 탄소보강근은 탄소섬유 H2550 제품 중 700 grade(탄소섬유의 인장강도는 약 2,950 MPa, 탄성계수는 약 140 GPa)를 사용하여 Fig. 1(a)의 인발성형방식으로 생산되었다. 지름이 13 mm로 Fig. 2에서 보이듯이 GFRP(glass fiber reinforced polymer)를 나선모양으로 감싼 뒤 레진으로 표면처리된 탄소보강근이다.

Fig. 1 Manufacturing processes of FRP rebars

Fig. 2 The CFRP specimen

3. 탄소보강근의 역학적 특성 시험

3.2 탄소보강근의 인장강도 시험

탄소보강근의 인장강도 시험은 ^{ASTM D 7205(2016)}에 의거하여 수행하였다. ASTM D 7205 규준은 ACI 440.3R-12^{(ACI 2012)}에서 제시된 인장강도 시험방법이며 철근, 프리스트레스, 포스트 텐션 콘크리트에서 인장 요소로 일반적으로 사용되는 섬유강화폴리머매트릭스(FRP) 복합 철근의 인장강도를 결정할 수 있다.

인장강도 시험 시편의 제원은 Table 1과 같다. 인장강도 시험 중 그립부에서의 슬립을 방지하기 위하여 시편 양 끝단에 에폭시를 채운 두께 2.87 mm인 강관을 ^{ASTM D 7205(2016)}에 의거하여 권장규준으로 제작하였다. 인장강도시험 시편은 Fig. 3과 같으며 인장강도 시험은 Fig. 4(a)에서 보이듯이 강관길이 660 mm, 탄소보강근(CFRP rebar) 자유길이 480 mm, 총 1,800 mm의 탄소보강근 시편으로 제작하여 Fig. 4(b)와 같이 시험을 수행하였다. 변위 측정은 시편의 자유단 중앙부에 지그를 설치하여 Linear variable differential transfomer(LVDT)로 측정하였다. 하중은 변위제어 방식으로 5 mm/min의 속도로 1,200 kN 용량의 UTM을 이용하여 재하하였다.

Table 1 Tensile strength specimen dimensions of the CFPR rebars

Diameter (mm)	Grip length (mm)	Free length (mm)	Total length (mm)
13	660	480	1,800

Fig. 3 Carbon fiber reinforced polymer tensile strength test specimens

Fig. 4 Tensile strength test setup of CFRP rebars based on ASTM D 7205

3.3 탄소보강근의 압축강도 시험

국내 시판용 탄소보강근의 압축강도 시험은 ^{ASTM D 695 (2010)}에서 제시된 압축강도 시험방법에 따라 D13 시편을 10개를 시편 지름의 2배 길이, 압축탄성계수는 시편 지름의 4배 길이의 시편으로 시험을 수행하였다. 하중은 변위제어 방식으로 1 mm/min의 속도로 100 kN 용량의 UTM을 이용하여 재하 하였다. Table 2는 압축강도 시편치수이고, Fig. 5는 압축강도 시험 전경이다.

Table 2 Compressive strength specimen dimensions of the CFRP rebars

Description	Diameter (mm)	Height (mm)
D13 (2D)	13	26
D13 (4D)	13	52

Fig. 5 Compressive strength test setup of the CFRP rebars, based on ASTM D 695

3.4 탄소보강근의 전단강도 시험

전단강도 시험은 10개의 D13 시편을 시험하였다. 시험에 사용된 시편은 ^{ASTM D 7617(2011)}에 의거하여 길이 255 mm로 제작하였으며 시험에 필요한 전단지그 또한 ^{ASTM D 7617 (2011)} 규준에 의거하여 D13 시편 크기에 맞게 직접 제작하였다. Fig. 6은 전단강도 시험 지그와 전단강도 시험 전경이다.

하중은 변위제어 방식으로 1 mm/min의 속도로 100 kN 용량의 UTM을 이용하여 재하 하였다.

Fig. 6 Shear strength test setup of the CFRP rebars, based on ASTM D 7617

4. 시험결과 및 고찰

4.1 인장강도 시험 결과

인장강도 시험 결과 10개의 시편 중 5개의 시편에서 Fig. 7(a)와 같이 시편 중앙부에서 파단이 생겼다. 그러나, 10개의 시편 중 4개의 시편에서 Fig. 7(b)와 같이 단부 파단이 발생하였다. 인장강도 시편이 단부에서 시편이 파괴되었을 때보다 중앙부에서 파단이 되었을 때 인장강도가 대체로 높았다. 보강근의 단면을 200배율과 2,500배율로 SEM 촬영한 결과 Fig. 7(c)에서 보이듯이 탄소섬유가 절단됨을 확인할 수 있으며 Fig. 7(d)에서 탄소섬유 사이로 레진이 밀실하게 분포되지 않아 인장강도가 목표치보다 만족하지 못한 것이라 판단된다.

인장강도 시험 결과는 Table 3에 정리하여 나타내었으며, Fig. 8은 탄소보강근의 응력-변형률 그래프이다. D13 시편 10개의 평균 인장강도는 1,639 MPa이었다. 이 값은 ACI 440. 1R-15^{(ACI 2015)}에서 제시하는 탄소보강근의 표준 인장강도 값이 600~3,690 MPa을 만족하는 값이었다. 탄성계수는 평균 107 GPa로 ACI 440.1R-15^{(ACI 2015)}에서 제시하는 탄소보강근의 표준 탄성계수 120~580 GPa를 만족하지 못하였다. 또한, 국내 FRP 보강근 설계지침에서 제시하는 탄소보강근의 표준 탄성계수 값이 140 GPa이므로 탄소보강근의 표준 탄성계수 값을 만족하지 못하였다. 추후 연구를 통해 탄소보강근을 레진에 충분히 함침을 하여 탄소보강근을 제작한다면 탄성계수 값을 만족할 수 있으리라 판단된다.

Table 3 Tensile strength test results

Specimen designation	Tensile strength (MPa)	Modulus of elasticity (GPa)	Failure mode
D13-1	1,850	109	Specimen center failure
D13-2	1,486	98	Specimen center failure
D13-3	1,724	121	Slip
D13-4	1,456	90	Grip failure
D13-5	1,451	116	Grip failure
D13-6	1,541	108	Specimen center failure
D13-7	1,886	108	Specimen center failure
D13-8	1,809	109	Specimen center failure
D13-9	1,753	92	Grip failure
D13-10	1,437	116	Grip failure
Average	1,639	107
Standard deviation	172	10

Fig. 7 Tensile strength specimen failure mode

Fig. 8 Stress-strain relationship of the tensile strength test specimens

4.2 압축강도 시험 결과

압축강도 시험 결과 D13 시편 지름의 2배 길이인 시편의 파괴양상은 Fig. 9(a)와 같으며, D13 시편 지름의 4배 길이인 시편의 파괴양상은 Fig. 9(b)에 나타내었다. 모든 시편에서 하중이 재하된 지점에서 탄소보강근이 압괴되었다. 압축강도시험 결과는 Table 4와 Fig. 10에 정리하였다. ^{ASTM D 695 (2010)}의 시험법에 따라 탄소보강근의 압축강도 시험 결과 평균 307 MPa의 압축강도를 확인하였다.

Fig. 9 Compressive strength specimen failure mode

Fig. 10 Stress-strain relationship of compressive strength test

Table 4 Compressive strength test results

Description	2D		4D
	Compressive strength (MPa)	Modulus of compressive elasticity (GPa)	Compressive strength (MPa)	Modulus of compressive elasticity (GPa)
#1	329	8	202	12
#2	307	9	260	15
#3	316	9	258	14
#4	329	8	247	17
#5	321	9	232	15
#6	266	9	239	16
#7	329	8	240	10
#8	268	7	251	14
#9	292	9	198	13
#10	314	9	253	17
Average	307	9	238	14
Standard deviation	24	1	22	2

4.3 전단강도 시험 결과

^{ASTM D 7617(2011)} 시험법에 따라 D13 시편 10개의 전단강도 시험을 시행한 결과 Fig. 11과 같이 전단파괴를 보였으며 평균 전단강도는 475 MPa임을 확인하였다. 전단강도 시험 결과는 Table 5에 정리하였다. 또한, 탄소보강근 D13 시편의 전단응력은 Fig. 12에서 보이듯이 지속해서 증가하다 파괴되었다.

Fig. 11 Shear strength specimen failure mode

Fig. 12 Stress–displacement relationship of the shear strength test

Table 5 Shear strength test results

Description	Shear strength (MPa)
#1	477
#2	500
#3	471
#4	448
#5	471
#6	500
#7	474
#8	451
#9	451
#10	503
Average	475
Standard deviation	21

4.4 인장강도와 전단강도의 상관관계

탄소보강근의 인장강도와 전단강도의 상관관계식을 이용하여 철근의 직경에 따른 탄소보강근의 인장강도를 예측할 수 있다. ^{Protchenko et al.(2020)}에 의하면 바잘트 바와 Hybrid 바잘트섬유와 탄소섬유 바에 대한 인장강도와 전단강도의 상관관계를 비교한 결과 식 (1)과 같은 식을 구할 수 있다. 식 (1)은 직경이 16 mm 이하인 탄소보강근의 인장강도 시험 결과와 전단강도 시험결과를 이용하여 인장강도에 대한 전단강도의 비율을 계산한 것이다. 이 연구에서 시험한 데이터를 ^{Protchenko et al.(2020)}이 제시한 식에 적용한 결과를 Fig. 13에 나타내었다.

(1)

$k_{d}=\dfrac{\sum\dfrac{f_{s}}{f_{t}}}{n_{t}}$

여기서, $k_{d}$는 상관계수, $f_{s}$는 전단강도(MPa), $f_{t}$는 인장강도(MPa)이며 $n_{t}$는 사용한 보강근 종류의 수이다($n_{t}$=1).

식 (1)을 통해 구한 상관계수($k_{d}$)는 전단시험을 통해 인장강도를 결정할 수 있다. 직경이 12 mm 이하일 경우 ^{Protchenko et al.(2020)}의 연구와 규사로 코팅된 탄소보강근의 상관계수는 증가하였으나 직경이 증가할수록 감소하는 경향을 보였다. 그러나, 이 연구에서 개발한 탄소보강근의 경우 직경이 13 mm일 때 기존의 시험 결과와 다르게 다소 높은 상관계수 값을 얻었다. 이러한 이유는 이 연구에서 수행한 인장강도시험에서 균질한 인장강도 값을 확보하지 못해 발생한 것으로 판단된다.

Fig. 13 Calculated coefficients with respect to rebar diameter for CFRP, sand-coated CFRP, basalt FRP, and hybrid FRP

5. 결 론

탄소보강근의 역학적 성능평가를 확인하기 위해 국외 기준인 ASTM에서 제시하는 시험법에 따라 인장강도시험, 압축강도시험, 전단강도시험을 수행하였다. 탄소보강근의 역학적 성능 평가 시험 결과 얻은 결론은 다음과 같다.

(1) ASTM D 7205에 의거하여 탄소보강근의 인장강도 시험을 수행한 결과 평균 인장강도는 1,639 MPa, 평균 탄성계수는 107 GPa로 나타났으며, 이는 ACI 440.1R-15에서 제시하는 인장강도는 만족하였으나, ACI 440.1R- 15에서 제시하는 표준 탄성계수 120~580 GPa과 FRP 보강근 구조설계지침에서 제시하는 최소 탄성계수인 140 GPa를 만족하지 못하였다. 이 연구에서 목표로 하는 2,100 MPa 이상의 인장강도와 150 GPa의 탄성계수 값을 만족하기 위해 시제품의 품질을 개선할 예정이다.

(2) ASTM D 695 시험법에 따라 탄소보강근의 압축강도는 직경의 2배 길이, 탄성계수는 지름의 4배 길이로 설정하였다. 압축강도 시험 결과 평균 압축강도는 307 MPa, 평균 탄성계수는 14 GPa로 나타났다. 압축강도와 탄성계수는 인장강도의 약 19 %, 탄성계수의 약 13 % 정도로 나타났다.

(3) ASTM D 7617에 의거하여 D13 탄소보강근의 전단강도 시험을 시행한 결과 평균 전단강도는 475 MPa로 나타났다.

(4) 기존 연구를 바탕으로 탄소보강근의 인장강도와 전단강도의 상관관계를 비교분석한 결과 이 연구에서 시험한 D13의 탄소보강근의 경우 계수($k_{d}$)값이 0.293으로 다소 높게 나타났다. 이러한 이유는 균질한 인장강도를 확보하지 못하여 발생한 것으로 판단된다. 따라서, 추가적인 인장강도시험을 통해 인장강도시험의 신뢰성을 확보해야 한다.

(5) 추후 인장강도 시험을 수행할시 자유길이 부분에 변위계를 장착하여 더 정확하게 측정할 필요가 있으며, 그립부 파손을 방지하기 위한 대안과 시험편의 수를 늘려 신뢰성을 높일 필요가 있다고 판단된다.